許林峰，陳 力，李 展，岳承軍

（1. 東南大學(xué)爆炸安全防護(hù)教育部工程研究中心，江蘇 南京 211189；2. 陸軍工程大學(xué)，江蘇 南京 210007）

恐怖爆炸襲擊的對象一般是辦公樓、酒店、商場等人員相對密集集中的建筑，這些建筑70% 由砌體結(jié)構(gòu)構(gòu)成，且多未考慮抗爆設(shè)計(jì)。當(dāng)爆炸發(fā)生時，往往會造成砌體構(gòu)件破壞或結(jié)構(gòu)倒塌，并伴隨大量高能碎片，從而對人員產(chǎn)生二次殺傷。因此，如何提高砌體結(jié)構(gòu)的抗爆性能一直是研究中的熱點(diǎn)。

聚脲在低應(yīng)變率下表現(xiàn)為高延性和超彈性，在高應(yīng)變率下具有率敏感性，理論上具有較好的抗爆性能，目前已在防護(hù)領(lǐng)域中得到應(yīng)用。Davidion 等通過多組全尺寸爆炸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)聚脲加固可以顯著提高混凝土砌塊墻的抗爆能力，同時延性較高的聚脲比其他高剛度復(fù)合材料可以更有效地阻止破片飛散和墻體倒塌。蔡桂杰通過磚墻抗爆試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，背爆面噴涂聚脲的磚墻抗爆性能優(yōu)于在迎爆面噴涂，指出噴涂聚脲厚度在3～9 mm 范圍內(nèi)時，磚墻抗爆性能隨噴涂厚度增加而增強(qiáng)。Lqbal 等發(fā)現(xiàn)聚脲噴涂厚度為6 mm 可以發(fā)揮最大抗爆效果，增加聚脲厚度可能導(dǎo)致聚脲與結(jié)構(gòu)剝離失效，但剝離后的聚脲涂層仍可限制高速碎片的產(chǎn)生。然而，上述試驗(yàn)研究中多存在沖擊波在墻體試件邊緣發(fā)生繞射的干擾，造成爆炸荷載作用機(jī)制不清。且已有研究主要通過定性的分析破壞形態(tài)，總結(jié)強(qiáng)動載作用下加固結(jié)構(gòu)的位移極限，缺少針對磚墻抗爆加固設(shè)計(jì)的定量計(jì)算方法。

磚墻構(gòu)件的抗爆設(shè)計(jì)計(jì)算一般是基于等效單自由度法（equivalent single degree of freedom,ESDOF）。Biggs、UFC 3-340-2 中和Urgessa 等分別對單向砌體墻和雙向混凝土板的系統(tǒng)單自由度等效過程、轉(zhuǎn)換系數(shù)和抗力函數(shù)給出了建議取值?；谏鲜龇椒ㄓ?jì)算的磚墻等構(gòu)件的超壓-沖量曲線（pressure-impulse, P-I），也常用于工程抗爆設(shè)計(jì)和評估。但是，在基于ESDOF 方法研究聚脲加固磚墻的抗爆性能時，通常會將聚脲和磚墻兩者耦合簡化為單一均質(zhì)材料，并忽視了聚脲涂層面的內(nèi)張力。Irshidat 等將聚脲與磚墻的抗力分別計(jì)算，提出了聚脲加固單向磚墻的抗力函數(shù)，但并不適用于雙向砌體墻的抗爆加固計(jì)算。

本文基于一種經(jīng)過防繞流改進(jìn)的大型爆炸試驗(yàn)，分別針對聚脲噴涂加固及未加固的原型黏土磚框架填充墻試件開展爆炸加載試驗(yàn)，量測沖擊波超壓、沖量和磚墻撓度等時程數(shù)據(jù)，分析不同當(dāng)量TNT 爆炸作用下兩種墻體試件的變形響應(yīng)特征，歸納聚脲加固磚墻的爆炸失效模式和破壞特征；分別考慮磚墻及聚脲對墻體抗力的貢獻(xiàn)，構(gòu)建聚脲加固雙向砌體墻的ESDOF 模型和求解方法。

1 聚脲加固磚墻抗爆試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置及試件制作

爆炸試驗(yàn)過程中，空氣沖擊波在墻體邊緣形成的稀疏波以及墻后繞射會影響墻體的真實(shí)抗爆動力響應(yīng)。為此，本文專門改進(jìn)設(shè)計(jì)了如圖1 所示的防繞流爆炸試驗(yàn)裝置，試驗(yàn)前在特制的鋼筋混凝土（reinforced concrete, RC）框架中預(yù)制磚墻，通過螺栓將養(yǎng)護(hù)后的磚墻框架固定在圖1 所示的爆炸試驗(yàn)裝置上。爆炸試驗(yàn)裝置通過RC 腔室將邊緣稀疏波以及墻后繞射波隔絕，可以測得僅正面沖擊波作用下墻體的真實(shí)響應(yīng)。通過在填充墻體試件的背爆面噴射聚脲涂層進(jìn)行抗爆加固，噴涂完成后通過四周角鋼把聚脲層邊界固定在RC 框架上，以防出現(xiàn)邊界剪切破壞，加固后的磚墻如圖1 所示。

圖1 試驗(yàn)裝置Fig. 1 Test device

框架填充墻墻體試件選用黏土空心磚，單個黏土空心磚的幾何尺寸為24 cm×10 cm×4.5 cm，磚塊間砌筑的砂漿厚度為1 cm，具體力學(xué)參數(shù)見表1，砌筑方式為全順。試件墻面凈跨為2 m×3 m，共制作了4 面試驗(yàn)墻體，其中2 面墻為未加固墻體試件，2 面墻為背爆面噴涂聚脲加固試件。試驗(yàn)加固用聚脲抗爆涂層材料的聚脲斷裂應(yīng)變?yōu)?.5～3.4，真實(shí)失效應(yīng)變約為1.2。加固施工過程中采用高壓噴涂技術(shù)施工，在磚墻背爆面一次噴涂成型，不產(chǎn)生流掛現(xiàn)象，涂層厚度為0.6 cm。聚脲抗爆涂層材料的基本力學(xué)參數(shù)見表2。

表1 磚和砂漿的力學(xué)參數(shù)Table 1 Material parameters of brick and mortar

表2 聚脲的力學(xué)參數(shù)Table 2 Polyurea material parameters

1.2 試驗(yàn)裝置與量測

圖2 為試驗(yàn)裝置及測量方案。試驗(yàn)前在RC 框架中預(yù)制磚墻，通過螺栓將養(yǎng)護(hù)后的磚墻框架固定在試驗(yàn)裝置上。試驗(yàn)中主要量測墻體上的爆炸荷載超壓和墻體位移時程數(shù)據(jù)，超壓和位移測點(diǎn)布置如圖2所示。其中，墻體迎爆面空氣沖擊波壓力測點(diǎn)有3 個，為了防止墻體變形過程中傳感器遭到破壞，壓力傳感器（PCB 102B04）布置在與墻體試件相同距離、同一水平高度的特制鋼板上，測量范圍為0～6.8 MPa，對應(yīng)于墻體的超壓測點(diǎn)（、、）位置如圖2 所示。墻體構(gòu)件位移測點(diǎn)有3 個（、、），使用接觸式LVDT 位移傳感器，傳感器垂直安裝在防繞流爆炸試驗(yàn)裝置內(nèi)，傳感器端頭用角鋼固定在背爆面上，位移傳感器量程為±200 mm，位移傳感器布置如圖2 所示；試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集由DH8302N 高速數(shù)采完成，采樣頻率為0.5 MHz。

圖2 測試方案Fig. 2 Test scheme

1.3 試驗(yàn)工況

為了保證爆炸超壓測試數(shù)據(jù)與墻面實(shí)際超壓一致，降低炸藥形狀的影響，試驗(yàn)采用鑄藥的方式制作了圓柱形TNT 藥柱，藥柱軸線方向與墻面平行，通過空中爆炸對磚墻施加沖擊波荷載。炸藥中心距地面1.5 m，距墻面3.0 m，共計(jì)開展了4 個炮次的爆炸試驗(yàn)，炸藥當(dāng)量和試驗(yàn)工況見表3。

表3 試驗(yàn)工況Table 3 Test conditions

1.4 試驗(yàn)結(jié)果和分析

1.4.1 失效破壞特征

圖3 為不同爆炸工況下墻體試件的損傷破壞情況。其中，4 kg TNT 爆炸作用下試驗(yàn)1 墻體中部出現(xiàn)輕微發(fā)育裂隙，墻體發(fā)生輕微的X 狀裂縫；相同荷載條件下，加固墻體（試驗(yàn)3）并未產(chǎn)生裂隙。隨著TNT 裝藥增加達(dá)到10 kg，磚墻受到的沖擊波荷載明顯增大，試驗(yàn)2 墻體發(fā)生局部剪切破壞和坍塌，如圖3(b)所示，試件2 中部出現(xiàn)了尺寸約為1.0 m×1.5 m 的局部坍塌；10 kg TNT 爆炸荷載作用下加固磚墻破壞如圖3(d)所示，可以發(fā)現(xiàn)，雖然在墻體邊界和中部均出現(xiàn)了多條較大的裂縫，但并未出現(xiàn)倒塌，墻體整體呈現(xiàn)典型的“X”狀雙向板彎曲破壞形態(tài)。分析結(jié)果表明，聚脲加固不但可以增加結(jié)構(gòu)抗力，而且可以使磚墻的破壞形態(tài)由局部剪切的脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有詮澢茐摹?/p>

圖3 墻體試件破壞模式Fig. 3 Failure modes of wall specimens

圖4 給出了爆炸后試驗(yàn)3、4 中聚脲加固磚墻背爆面的聚脲變形情況。可以發(fā)現(xiàn)，試件2 背爆面聚脲涂層光滑、平整、無裂縫，無明顯變化。當(dāng)荷載增加至10 kg 時，背爆面聚脲雖未發(fā)生破壞，但是也出現(xiàn)了褶皺現(xiàn)象。對比圖3(d)，發(fā)現(xiàn)圖4(b)的褶皺位置與正面裂縫對應(yīng)，裂縫與褶皺分布位置與圖3(b)中為加固墻體剪切破洞位置接近，進(jìn)一步說明了背爆面噴涂聚脲可以有效限制爆炸作用下磚墻的局部剪切脆性破壞，大幅降低磚墻的倒塌風(fēng)險。

圖4 加固磚墻爆炸后背爆面涂層情況Fig. 4 Coatings of reinforcement brick wall after blasting

1.4.2 爆炸荷載

圖5(a)為試驗(yàn)測得的爆炸工況3、4 下墻面各測點(diǎn)的典型反射沖擊波超壓時程曲線，由此可計(jì)算出圖5(b)所示的沖量曲線。對比4 kg TNT 爆炸作用下測點(diǎn)的反射超壓峰值為1.01 MPa，較測點(diǎn)的反射超壓峰值增加了10%。10 kg TNT 爆炸作用下測得的反射超壓峰值為4.61 MPa，較測點(diǎn)的反射超壓峰值2.14 MPa 增加約35%。與4 kg TNT爆炸試驗(yàn)相比，10 kg TNT 爆炸試驗(yàn)中測點(diǎn)的超壓峰值提升了356%，測點(diǎn)的超壓峰值提升了137%。由于T4 試驗(yàn)藥柱長度更長，造成試驗(yàn)4 中測點(diǎn)、的壓力差值較大。整體來看，點(diǎn)的沖量計(jì)算結(jié)果與相同比例距離下依據(jù)TM-5-855-1 規(guī)范得到的計(jì)算結(jié)果對比吻合度較高，如表4 所示。10 kg TNT 爆炸作用下測點(diǎn)沖量為824 Pa·s，相比4 kg TNT 作用下受到的沖量提升了269%；測點(diǎn)沖量為335 Pa·s，相比4 kg TNT 作用下受到的沖量提升了123%。可以發(fā)現(xiàn)，隨著裝藥增加磚墻受到爆炸超壓和沖量都顯著增大，試件更易發(fā)生剪切破壞。

圖5 試驗(yàn)荷載時程曲線Fig. 5 Curves of test load

表4 爆炸荷載驗(yàn)證Table 4 Explosion load verification

1.4.3 位移響應(yīng)

根據(jù)規(guī)范UFC-3-340-02中砌體墻破壞準(zhǔn)則，支座轉(zhuǎn)角被用來作為分類損傷等級的指標(biāo)，如表5 所示。對于雙向墻而言，爆炸作用下磚墻支座轉(zhuǎn)角的可修復(fù)限值為0.5°，不可修復(fù)限值為2°，經(jīng)過反算，兩種限值對應(yīng)試驗(yàn)中墻體試件的跨中點(diǎn)撓度分別為8.72 和34.9 mm。

表5 砌體墻的破壞準(zhǔn)則[11]Table 5 Failure criteria of masonry walls [11]

圖6 為試驗(yàn)中測得的不同裝藥設(shè)計(jì)條件下聚脲加固（polyurea reinforcement, PR）和未加固墻體測點(diǎn)的位移時程曲線。如圖6(a)所示，試驗(yàn)1 中未加固磚墻測點(diǎn)的最大正向位移達(dá)到21 mm，反向位移為12.5 mm，損傷等級為可修復(fù)損傷；而磚墻加固后，在試驗(yàn)3 中測點(diǎn)的最大位移僅為16 mm，反向位移為18.5 mm。兩者損傷等級雖同樣為可修復(fù)損傷，但聚脲加固后試件在相同荷載作用下最大位移降低了23.8%，磚墻抗爆性能顯然得到了大幅提升。

圖6 不同荷載作用下兩種墻體的位移響應(yīng)Fig. 6 Displacement responses of two walls under different loads

圖6(b)為10 kg TNT 爆炸荷載作用下加固和未加固墻體的最大位移均明顯超過規(guī)范的允許值。其中，試驗(yàn)2 中，未加固墻體試件的跨中點(diǎn)位移達(dá)到150 mm 后，墻體中心部位發(fā)生局部剪切破壞而倒塌。而試驗(yàn)4 中，加固后墻體試件測點(diǎn)最大位移達(dá)到了193 mm，填充墻體與框架邊界及墻面均出現(xiàn)較大裂縫，但墻體并未發(fā)生倒塌破壞。聚脲加固后墻體最大延性至少可提升28.7%。對比可以發(fā)現(xiàn)，噴涂聚脲可顯著增加磚墻加固墻體抗爆能力，大幅增大構(gòu)件延性，并阻止墻體出現(xiàn)剪切局部破壞。

1.4.4 單面聚脲加固作用機(jī)理

圖8 給出了墻體受荷振動變形過程中，跨中點(diǎn)附近局部磚砌體的受力情況。墻體正向運(yùn)動過程中墻體發(fā)生彎曲變形，背爆面局部磚塊間出現(xiàn)如圖8(b)所示的拉伸變形，此時聚脲涂層則在磚塊間拉伸變形方向上提供反向拉力，且作用力位置與磚塊間拉伸變形位置重合。此時，聚脲拉力和砂漿與磚塊之間粘接力可共同為加固磚墻提供抗力。墻體反向運(yùn)動時，墻體迎爆面局部磚塊間出現(xiàn)如圖8(a)的拉伸變形，此時背爆面聚脲變形較小，因而提供的拉力較小，且拉力作用點(diǎn)位置相對于磚塊間拉伸變形位置偏移了一個墻厚的距離，對加固磚墻抵抗變形的抗力貢獻(xiàn)較小，因此，相同變形情況下，背爆面聚脲加固磚墻正向彎曲抗力較負(fù)向彎曲抗力更大。如圖3(a)所示，4 kg TNT 爆炸作用下未加固磚墻出現(xiàn)明顯裂縫，這是因?yàn)閴w構(gòu)件材料局部損傷導(dǎo)致磚墻變形過程中能量耗散，從而造成反向位移峰值的下降。相同荷載作用下加固磚墻并未出現(xiàn)明顯裂縫，正向最大位移未達(dá)到損傷標(biāo)準(zhǔn)，能量耗散較少，且墻體反向變形的抗力較正向變形抗力低，導(dǎo)致墻體試件反向最大位移增加。此時若聚脲與墻體表面的黏結(jié)力不足，有可能導(dǎo)致墻體發(fā)生反向反彈破壞。

圖8 不同振動位置砌塊間受力Fig. 8 Force between blocks at different vibration positions

1.5 聚脲加固磚墻的失效破壞機(jī)理

出于安全考慮，試驗(yàn)中各工況設(shè)計(jì)的爆炸比例爆距較為適中，試驗(yàn)工況中聚脲涂層并未出現(xiàn)明顯的失效破壞。為進(jìn)一步研究聚脲加固磚墻的失效破壞機(jī)理，選擇文獻(xiàn)[19]的相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較分析，該文獻(xiàn)報告了近距離爆炸作用下聚脲加固磚墻的一系列試驗(yàn)結(jié)果，其試驗(yàn)設(shè)計(jì)如表6 所示。

表6 本文與文獻(xiàn)試驗(yàn)工況對比Table 6 Comparison of test conditions between this paper and the literature

結(jié)合文獻(xiàn)[19]中報告的爆炸試驗(yàn)結(jié)果和本文爆炸試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，隨著試驗(yàn)比例爆距和噴涂聚脲厚度不斷降低，磚墻背爆面聚脲涂層出現(xiàn)撕裂、鼓包和剝離。當(dāng)比例爆距達(dá)到0.584 m/kg時背爆面出現(xiàn)裂縫；比例爆距為0.35 m/kg時，背爆面出現(xiàn)局部震塌破壞，該位置附近的聚脲涂層出現(xiàn)明顯鼓包和剝離，而聚脲涂層有效的限制了背爆面磚墻碎片的飛散，如圖9 所示（圖中為比例爆距）。

圖9 試驗(yàn)現(xiàn)象[19]Fig. 9 Test phenomena [19]

可以認(rèn)為，磚墻背爆面聚脲涂層的失效破壞特征主要與聚脲厚度及比例爆距相關(guān)，爆炸作用下聚脲涂層失效主要為局部撕裂或鼓包。因此，如圖10 所示，可根據(jù)比例爆距和涂層厚度將聚脲加固磚墻的失效模式劃分為以下3 種：

（1）當(dāng)≥1.89 m/kg時，墻體呈現(xiàn)典型的雙向板彎曲破壞形態(tài)；如圖10(b)所示，聚脲涂層會隨著局部磚塊與磚塊間的彎曲開裂而發(fā)生拉伸變形，通常極限拉伸應(yīng)變會超過磚塊高度的1.5 倍；

(2) 當(dāng)≤0.584 m/kg且≤3 mm 時，磚塊間的剪切變形超過了聚脲的極限剪切失效應(yīng)變，聚脲材料本身發(fā)生斷裂，此時結(jié)構(gòu)會出現(xiàn)局部剪切破壞，如圖10(c)所示；

圖10 動載響應(yīng)下聚脲涂層失效機(jī)理Fig. 10 Failure mechanism of polyurea coating under dynamic load response

(3) 當(dāng)≤0.35 m/kg且≥6 mm 時，爆炸沖擊波的波動效應(yīng)導(dǎo)致磚墻背爆面震塌，震塌位置的聚脲與墻體發(fā)生剝離，出現(xiàn)局部鼓包破壞，如圖10(d)所示。

2 聚脲加固磚墻抗爆的簡化計(jì)算方法

2.1 ESDOF 分析方法

由于試驗(yàn)中聚脲加固磚墻在爆炸荷載作用下主要呈彎曲破壞，因此可以采用等效單自由度模型（ESDOF）來進(jìn)行簡化計(jì)算。由達(dá)朗貝爾原理建立聚脲加固磚墻體系的等效動力微分方程為：

2.2 聚脲加固雙向填充墻抗力模型

圖11 為在爆炸荷載作用下雙向墻體結(jié)構(gòu)彎曲變形示意圖，圖中，、分別為結(jié)構(gòu)長短邊長度，、為撓曲線長度，θ、θ為支座轉(zhuǎn)角，為撓度，假定加固材料形成的膜與結(jié)構(gòu)之間無粘結(jié)。

圖11 墻體結(jié)構(gòu)彎曲變形示意Fig. 11 Deformation schematic of wall structure

需要注意的是，基于1.3 節(jié)的研究可以發(fā)現(xiàn)，爆炸作用下加固磚墻振動過程中等效剛度是變化的，因此抗力模型僅適用于正向彎曲條件下加固磚墻體系變形求解。

3 求解方法和模型驗(yàn)證

3.1 求解方法

將迎爆面的爆炸荷載等效為均布載荷：

將爆炸空氣沖擊波荷載簡化為突加線性衰減的沖擊波，將此種形式的荷載作為動載代入式(1)，本文采用預(yù)估-校正形式的顯式Newmark 方法，求解得到等效單自由度體系的位移時程解。

3.2 模型驗(yàn)證

以試驗(yàn)中聚脲加固磚墻為計(jì)算對象，采用數(shù)值模擬的方法對ESDOF 計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比驗(yàn)證。有限元計(jì)算模型中，砌塊與砂漿接觸方式采用共節(jié)點(diǎn)，砌體墻與框架、聚脲的接觸為固連失效接觸。磚和砂漿的壓縮和拉伸動力放大因子為1.2，砌塊的失效應(yīng)變?yōu)?.02。文獻(xiàn)[25]已經(jīng)驗(yàn)證了上述數(shù)值計(jì)算模型的可靠性。

圖12 為ESDOF 計(jì)算結(jié)果與數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果對比。其中，4 kg TNT 爆炸作用下加固墻體位移響應(yīng)的三種計(jì)算結(jié)果如圖12(a)所示，ESDOF 模型計(jì)算得到的正向最大位移為16.7 mm，數(shù)值模擬中最大位移為13.2 mm，與試驗(yàn)相比兩者分別增加5%和-17.5%。說明，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相比，其接觸算法高估了砌塊與砂漿的接觸力，體系具有更大的抗力；ESDOF 方法基于實(shí)際工況分別考慮了磚墻及聚脲對墻體抗力的貢獻(xiàn)，其計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相比具有更好的一致性。

圖12 計(jì)算結(jié)果對比Fig. 12 Comparison of calculation results

10 kg TNT 爆炸作用計(jì)算過程中發(fā)現(xiàn)，磚墻邊界出現(xiàn)及墻面出現(xiàn)如圖7(d)的剪切滑移。ESDOF 模型則是采用固定邊界的假定，故ESDOF 模型在位置理論解比試驗(yàn)低了10.5%。而數(shù)值模擬采用了刪除單元算法，所以構(gòu)件質(zhì)量下降剛度降低，導(dǎo)致模擬中位置的最大位移比試驗(yàn)大12.6%?？傮w而言，ESDOF 模型與數(shù)值模擬相比可以更加準(zhǔn)確地計(jì)算出磚墻的正向位移響應(yīng)過程。

圖7 背爆面加固作用機(jī)理Fig. 7 Mechanism of back burst surface strengthening

4 結(jié) 論

基于一種改進(jìn)的大型爆炸試驗(yàn)裝置，開展了聚脲加固框架磚填充墻的原型爆炸試驗(yàn)，分析了爆炸荷載作用下加固磚墻的動力響應(yīng)特征和破壞過程及模式，揭示了其失效破壞機(jī)理，建立了聚脲加固雙向墻抗爆性能的理論計(jì)算模型，得到以下主要結(jié)論：

(1) 噴涂聚脲抗爆涂層可以顯著增加框架填充墻的抗爆性能，增加墻體的延性，且可將墻體的局部剪切脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榈湫偷膹澢有云茐模?/p>

(2) 墻體受爆炸荷載作用來回振動過程中，背爆面噴涂加固產(chǎn)生的聚脲拉力對磚塊間的拉伸變形與墻體振動變形抗力的貢獻(xiàn)機(jī)制不同，導(dǎo)致墻體抵抗正向變形抗力高，抵抗負(fù)向變形抗力低，不同時段墻體的最大平均變形剛度較最小平均變形剛度增加了133%；

(3) 根據(jù)比例爆距不同確定了聚脲加固磚墻的三種不同失效破壞模式；當(dāng)爆炸比例爆距大于等于1.89 m/kg時，墻體呈現(xiàn)典型的雙向板彎曲破壞形態(tài)；當(dāng)爆炸比例爆距不超過0.584 m/kg且聚脲厚度不超過3 mm 時，墻體呈現(xiàn)局部剪切破壞；當(dāng)比例爆距不超過0.35 m/kg且聚脲厚度大于等于6 mm 時，聚脲與墻體發(fā)生剝離，出現(xiàn)局部鼓包破壞；

(4) 提出的改進(jìn)ESDOF 方法可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測爆炸作用下背爆面加固雙向磚墻的正向位移響應(yīng)過程，為相似工程設(shè)計(jì)提供理論計(jì)算參考和依據(jù)。